大跨连续刚构桥静动力计算分析和长期下挠问题探讨

国内图书分类号TU44814密级公开国际图书分类号西南交通大学研究生学位论文大跨连续刚构桥静动力计算分析和长期下挠问题探讨年级二一一级姓名何小军申请学位级别工学硕士专业桥梁与隧道工程指导老师郑凯锋教授二一三年九月CLASSIFIEDINDEXTU44814UDCSOUTHWESTJIAOTONGUNIVERSITYMASTERDEGREETHESISSTATICCONSTRUCTIONPROCESSSIMULATIONSEISMICRESPONSEPARTIALSTRESSANALYSISLONGTERMDEFLECTION西南交通大学硕士研究生学位论文第III页目录第1章绪论111引言112大跨连续刚构桥的发展历程113大跨连续刚构桥的结构特点214大跨连续刚构桥主梁长期过量下挠问题215本文主要研究内容4第2章大跨连续刚构桥设计方案和施工与运营计算建模521引言522设计方案523施工阶段划分624施工全过程建模8241有限元模型的建立8242边界条件和临时连接的模拟8243施工阶段荷载和合龙施工的模拟9244模型中材料参数的定义925桩土作用和墩水相互作用的模拟10251桩土相互作用的模拟10252墩水相互作用的模拟1126本章小结13第3章大跨连续刚构桥合龙顶推力计算和施工与运营计算分析1431引言1432合龙顶推力优化计算分析1433典型施工阶段计算分析17331悬臂施工全过程悬臂根部内力与变形计算分析17332边跨合龙阶段主梁内力与变形计算分析20333施加合龙顶推力阶段主墩内力与变形计算分析24334中跨合龙阶段主梁内力与变形计算分析26335二期恒载施工阶段主梁内力与变形计算分析2834成桥运营阶段计算分析29341成桥运营阶段永久作用计算分析30342成桥运营阶段可变作用计算分析31343成桥运营阶段作用效应组合计算分析33西南交通大学硕士研究生学位论文第IV页35本章小结34第4章大跨连续刚构桥动力计算分析3641引言3642自振特性计算分析36421自振特性计算理论及分析方法36422最大悬臂状态自振特性计算分析38423成桥状态自振特性计算分析4143边界条件对成桥状态自振特性的影响分析4344反应谱计算分析45441地震动的输入45442反应谱组合方法47443反应谱法计算分析47444桥墩截面验算4945时程计算分析50451时程分析法概述50452地震动的输入51453时程计算分析52454桥墩截面验算5346反应谱法与时程分析计算结果对比5447本章小结56第5章大跨连续刚构桥零号块局部复杂应力计算分析5851引言5852零号块构造特点5853ALGOR全桥组合有限元仿真模型的建立59531ALGOR有限元软件简介59532ALGOR全桥组合有限元仿真模型概况5954零号块复杂应力计算分析61541最大悬臂状态零号块应力计算分析61542成桥状态零号块应力计算分析6355本章小结65第6章大跨连续刚桥长期下挠计算分析6761引言6762大跨连续刚构桥长期过量下挠成因分析67621混凝土徐变的长期效应67西南交通大学硕士研究生学位论文第V页622纵向预应力损失68623其他方面原因6963徐变对长期下挠影响的计算分析69631不同规范徐变计算模式对比69632考虑与不考虑收缩徐变对长期变形影响的计算分析71633环境相对湿度对长期变形影响的计算分析72634加载龄期对长期变形影响的计算分析7364纵向预应力损失对长期下挠影响的计算分析75641全部纵向预应力损失对桥梁挠度影响的计算分析75642顶板纵向预应力损失对桥梁挠度影响的计算分析76643腹板纵向预应力损失对桥梁挠度影响的计算分析76644底板纵向预应力损失对桥梁挠度影响的计算分析77645不同位置纵向预应力损失对主梁挠度影响对比分析7765活载超载对长期下挠影响的计算分析7866减小长期变形的建议措施7967本章小结80结论与展望81致谢83参考文献84攻读硕士学位期间发表的论文及参加的科研项目86西南交通大学硕士研究生学位论文第1页第1章绪论11引言连续刚构桥以其外形简洁、经济合理、结构整体性好和行车平顺等优点，在交通事业迅猛发展的现今，成为120M300M跨径范围内一种极具竞争力的桥型。它是在预应力混凝土连续梁桥和T形刚构桥基础上发展起来，并将两者优点相结合的一种墩梁固结的新型连续结构。连续刚构桥极大地升华了梁式桥这种最古老桥型的特性，既延续了连续梁无伸缩缝、行车平顺的优点，又保留了T形刚构桥不设支座、施工过程无需体系转换的优点，且有较大的顺桥向抗弯刚度和横桥向抗扭刚度。它利用较高的薄壁墩柔度来适应结构由混凝土收缩徐变、温度变化所引起的纵向位移，从而满足特大跨径桥梁的受力要求。随着计算机技术飞速发展，特别是桥梁设计中计算机有限元技术的广泛使用，使得求解多元方程已不再是难事，加之大跨度桥梁的施工技术不断提高，尤其是桥梁悬臂施工方法的改进和成熟，对混凝土收缩、徐变、温度变化、预应力效应、墩台不均匀沉降等因素所引起的附加内力的研究逐渐深入和问题的不断解决，大跨度连续刚构桥将会得到越来越广泛地应用1。12大跨连续刚构桥的发展历程20世纪中期以前，混凝土梁桥的施工方法以满堂支架法为主，这种施工方法对中、小跨径桥梁的施工尚能适用，但显然已不再适用于大跨径、特大高度或桥址处水深较深的桥梁。1953年，主跨1142M的沃尔姆斯WORMS桥在原联邦德国建成，该桥工程师FINSTERWALD在施工时，创造性地将悬臂拼装法，这一钢桥传统施工手段应用于预应力混凝土桥梁，此举较好地解决了施工中所遇到的难题，且更为重要的是发展了预应力混凝土桥梁的一种新体系T形刚构，并对其他桥梁结构体系产生了意义深远的影响，在随后的桥梁建设中得到了长足的应用和发展。1964年，原联邦德国建成主跨达208M的本道夫BENDORF桥，不仅再次成功地展现了悬臂法施工的优越性，而且在结构体系上又有所创新，薄型的主墩与上部梁体固结，形成了跨中带铰的连续刚构体系。1979年，瑞士建筑师CHRISTIANMENN首创了混凝土连续刚构桥，建成了FIDIRE桥2。连续刚构体系的出现，增大了梁桥的跨越能力，大大推动了该桥型在大跨度桥梁中的发展，逐步在120M300M跨径范围内占据了主导地位3。1998年，挪威建成了世界第一的主跨301M的STLMA桥和世界第二的主跨298M的RAFTSUNDET桥，将预应力混凝土连续刚构桥的跨径推向了一个新的高峰。随着我国公路交通事业的迅猛发展，采用新的桥型来应对各种复杂地形的需求非西南交通大学硕士研究生学位论文第2页常必要。我国自20世纪80年代中期开始引进连续刚构桥，主跨180M的广东洛溪大桥于1988年建成，为我国第一座大跨预应力混凝土连续刚构桥4。同时，也成为我国大跨连续刚构桥兴建的重要开端。进入90年代以来，我国相继修建了大量大跨连续刚构桥，已建成的跨度200M以上的连续刚构桥达十余座，1997年建成的虎门大桥辅航道桥主跨跨径270M，成为当时该种桥型跨径的世界第一。2006年9月建成通车的重庆石板坡长江大桥复线桥，主跨达330M（跨中为103M钢箱梁段），再一次刷新了连续刚构桥的跨径记录。13大跨连续刚构桥的结构特点从桥梁发展的历史进程来看，本文所研究的连续刚构桥与T形刚构有着很深的渊源，也有人将T形刚构在构造上分为主跨跨中设铰和连续两种类型，分别称为连续刚构铰接体系和连续刚构连续体系，而目前的连续刚构桥即属于后一种。连续刚构铰接体系被逐渐替代，是因为跨中设铰使桥面不连续，行车不平顺，且铰的构造复杂，钢材用量大，制造加工困难，另外跳车对铰形成冲击，使铰极易损坏、维护费用昂贵。大跨连续刚构连续体系跨中不设铰，不仅避免了以上问题，更重要的是使梁体内力分布更加合理，充分发挥材料性能，有利于跨径增加。大跨度连续刚构桥总体受力特点1（1）墩梁固结，上、下部结构共同受力，从而减小墩顶的负弯矩。（2）墩的纵向刚度较小，允许较大的纵向变位。（3）结构为多次超静定结构，混凝土收缩、徐变、预应力效应、温度变化、墩台不均匀沉降等因素所引起的附加内力对结构影响大。（4）结构整体性好，抗震性能优，抗扭潜力大，桥型简洁明快，结构受力合理。从以上结构特点出发，可以发现大跨连续刚构桥具备以下主要优点5一般有两个或两个以上的薄型主墩，与主梁采用固结，主墩具有一定柔度，使之形成摆动支撑体系，其墩梁固结的构造省去了支座的使用，不再需要进行大型支座的设计、制造、养护和更换，节省了较为昂贵的支座费用；因其墩梁固结，桥墩厚度可大大减小，约为主梁在支点处高度的1/52/5，比T形刚构桥墩墩厚小得多，桥墩与下部基础的材料用量也随之减少；承受水平地震作用时可分摊给各个墩来承受，抗震性能较连续梁桥好，不需像连续梁桥那样设置制动墩或采用价格昂贵的专用减隔震支座来进行抗震；墩梁固结便于采用悬臂施工方法，省去连续梁桥施工时墩顶所需采用的临时固结措施，也无需进行体系转换。西南交通大学硕士研究生学位论文第3页14大跨连续刚构桥主梁长期过量下挠问题在目前已建大跨度连续刚构桥中，预应力混凝土箱梁长期变形后产生过量下挠的现象日渐突出，虽然在设计施工时均设置了预拱度，但在建成运营一段时间后，箱梁均出现不同程度的下挠，尤其后期变形持续加大的问题出乎设计预测之外。混凝土桥梁结构出现过大变形，不但影响行车平顺性，而且会导致梁体开裂，进而引发结构破坏，存在极大安全隐患。下面为国内外几座大跨连续刚构桥主梁出现过量下挠的工程实例统计。表11国内外典型大跨连续刚构桥主梁过量下挠工程实例统计67桥名建成年份国别跨径布置/M主梁下挠/CMKINGSTON桥1970英国6251433625301998KOROBABELDAOB桥1978帕劳72241721201990PARROTTSFERRY桥1979美国99195996351991三门峡黄河公路大桥1992中国1054160105222002STOVSET桥1993挪威主跨220202001南海金沙大桥1994中国6612066222000黄石长江大桥1995中国62532456253052002江津长江大桥1997中国140240140317虎门大桥辅航道桥1997中国1502701502222003STLMA桥1998挪威9430172922001丫髮沙大桥辅桥2000中国861608623说明1、本表最后一列括号内所列为对应下挠值测量年份；2、带“”号桥梁于1996年垮塌。CEB第24工作小组“SERVICEABILITYMODELS”曾经针对混凝土悬臂桥的变形问题进行调查，收集了建造于19551993年之间的27座桥梁的下挠观测数据。这些桥梁主跨跨径范围为53M195M，26座位于欧洲，1座位于美国，其中一些桥梁即使在810年后仍然表现出很明显的下挠趋势，另有2座桥的挠度在成桥后的1620年仍一直以速度增加8。大跨连续刚构桥的主梁过量下挠，不仅影响桥梁的美观，导致维修加固费用的大幅增加，更重要的是造成桥梁结构安全性的降低。其中，也不乏长期变形失控而引起垮塌事故的实例，如表11中所列，帕劳共和国KORORBARBELDAOB桥9，是一座跨中带铰的三跨预应力混凝土连续刚构桥，其跨径布置为72M241M72M，是当时世界上此类桥梁中跨径最大的。1978年建成通车，通车后不久就产生了较大的挠度，到1990年，其挠度达到12M。后来釆用体外束施加预应力，使主跨中央挠度减小。西南交通大学硕士研究生学位论文第4页1996年7月加固结束，加固后不到三个月就发生了垮塌事故10。大跨连续刚构桥主梁在运营后期出现过量下挠是一个较为普遍的现象，已成为该种桥型进一步发展的重大阻碍。对于主梁过量下挠的的计算不够准确是由多种因素造成的，比如设计规范不够完善、混凝土材料时效特性具有很大的随机性，施工质量难以保证等。其中，尤以混凝土的徐变效应最为复杂，混凝土的徐变效应受到众多因素影响，这些因素本身具有很强的随机性，同时对混凝土徐变的影响也是随机的，因此研究混凝土的徐变效应是相当困难的事情1112。大跨连续刚构桥长期变形过大的危害已经逐渐受到更多的关注，对大跨连续刚构桥主梁长期变形进行针对性的研究，寻求有效控制该类桥梁下挠的设计方法和施工技术显得十分必要。15本文主要研究内容本文以江口嘉陵江大桥为工程背景，主要开展了以下几个方面的工作1、概述大跨连续刚构桥在国内外的发展历程，就大跨连续刚构桥运营后长期挠度过大的问题进行阐述，并进行工程实例调查总结。2、简要介绍大跨连续刚构桥设计方案，采用MIDAS/CIVIL2012有限元软件建立该桥基于梁单元的施工全过程有限元模型。3、计算分析该桥典型施工阶段的内力与变形，总结其一般变化规律；对成桥运营阶段结构在永久作用、可变作用和作用效应组合下的的位移和应力进行计算分析。4、通过适当简化，模拟桩土作用和墩水作用，建立结构动力分析模型，计算该桥最大悬臂状态和成桥状态的自振特性，分析上述两种作用对桥梁结构自振特性的影响，并分别采用反应谱方法和时程方法计算分析该桥的地震响应。5、鉴于平面杆系模型计算得到的应力结果在桥梁宽度方向是不准确的，无法体现剪力滞效应，不能揭示零号块真正的受力状态及特点。因而采用ALGOR有限元软件建立该桥基于实体和杆单元的全桥组合单元详细模型，计算分析零号块在最大悬臂状态和成桥状态的复杂应力。6、计算该桥的长期变形，着重分析混凝土徐变效应、预应力损失和活载超载对长期变形的影响，并基于理论计算提出减小长期变形的相应建议措施。西南交通大学硕士研究生学位论文第5页第2章大跨连续刚构桥设计方案和施工与运营计算建模21引言大跨连续刚构桥通常采用挂篮悬臂浇筑施工，其施工过程较为复杂且受多种因素的影响。目前多采用解析法和有限元方法进行工程设计的计算分析。其中，有限元方法是将结构进行离散，各单元满足结构的几何条件，包括节点处的变形连续条件、边界支承条件和平衡条件等，从而建立结构的单元刚度方程和整体刚度方程，求解结构的内力和位移13。建立合理的有限元模型，是分析结果接近实际的保证和前提14。从考虑使计算结果与工程实际尽可能接近出发，所建立模型应尽可能与设计图纸一致，并尽可能地准确模拟实际结构，为此，需遵循以下原则151各主要部件与设计图纸相符，包括各部件的外观、尺寸和材质等参数一致；2合理模拟结构受到的作用，包括结构自重、挂篮重、节段湿重、车辆荷载等；3合理模拟结构的边界支承条件，尽可能与实际情况等效，且结果不能发散；4求解精度能够满足工程实际要求。根据上述原则，本章以江口嘉陵江大桥为工程背景，采用大型通用有限元软件MIDAS/CIVIL2012建立该桥基于梁单元的施工全过程仿真有限元模型。22设计方案广元市江口嘉陵江大桥跨嘉陵江广元昭化至苍溪回水段，位于剑阁县江口镇场镇以北约740M，桥址处嘉陵江左岸为元坝区丁家乡，右岸为剑阁县江口镇。该桥平面上全桥处于直线段，纵面上以主跨为中心向两岸15双向下坡，竖曲线R10000M，桥面横坡为双向2的下坡。设计方案采用2040M预应力混凝土简支T梁7614076M预应力混凝土连续刚构2340M预应力混凝土简支T梁，桥梁全长592米。主跨采用单孔双向通航，通航净空W110M，H12M。主桥为7614076M连续刚构桥，主梁为预应力混凝土结构，采用单箱单室截面，箱顶板宽123M，底板宽68M，翼缘宽275M，采用直腹板，支点断面高85M，跨中断面高3M。下部构造主墩采用薄壁双肢实心墩、承台接群桩基础，2、5号过渡墩采用单肢薄壁空心墩、承台接群桩基础。主梁结构采用C55混凝土，为三向预应力结构，西南交通大学硕士研究生学位论文第6页桥面铺装采用C50钢纤维混凝土，墩身采用C40混凝土，承台、桩基采用C35混凝土。主桥结构立面布置见图21。图21江口嘉陵江大桥主桥立面示意图桥梁的主要技术标准如下（1）公路等级级；（2）设计速度40KM/H；（3）设计荷载汽车公路级，连续刚构段人群为299KN/M2；（4）设计基准期100年；（5）桥梁宽度桥梁总宽123M（03M栏杆带15M人行道035M隔离墩05M侧向余宽235M行车道05M侧向余宽035M隔离墩15M人行道03M栏杆带）；（6）桥面横坡行车道2，人行道2；（7）桥面纵坡双向15；变坡点位于主桥中心；（8）通航等级级；最低通航水位43800M；最高通航水位45874M；通航净宽110M；（9）桥面铺装行车道10CMC50钢纤维混凝土现浇层9CM厚55CMAC20C下面层35CMSBS改性AC13C上面层沥青砼，人行道10CMC50钢纤维混凝土现浇层；（10）环境类别级；（11）机动车道数双向2车道；（12）设计洪水频率1/100；（13）地震动峰值加速度01G。西南交通大学硕士研究生学位论文第7页23施工阶段划分大跨连续刚构桥通常采用悬臂浇筑施工，本桥依据广元市江口嘉陵江大桥两阶段施工图设计文件，为最大程度模拟施工实际过程，将施工过程划分为26个施工阶段，施工阶段仿真分析中，每个箱梁节段的施工过程又划分为三个步骤，即安装挂篮绑扎钢筋骨架、节段混凝土浇筑和预应力钢束张拉及挂篮前移。施工过程仿真中计入结构自重、预应力荷载、挂篮荷载、节段湿重、二期恒载和混凝土收缩徐变等施工阶段荷载。具体施工流程如下表21所示。表21施工流程一览表序号施工简图备注1桩基、承台、主墩施工完成，在墩顶托架施工0号节段，安装挂篮2浇筑11节段，张拉相应顶板、腹板束，空挂篮前移3浇筑217217节段，张拉相应顶板和腹板束，空挂篮前移4浇筑1818节段，在2、5号边墩顶托架施工20节段5同时安装中跨、边跨合龙吊架并加水箱配重，安装边跨合龙段劲性骨架，浇筑边跨合龙19节段，边浇筑边卸载边跨配重，张拉边跨合龙顶底板束，拆除边跨合龙吊架，两边跨合龙西南交通大学硕士研究生学位论文第8页序号施工简图备注6拆除边跨托架及引桥侧配重，施加合龙顶推力，安装中跨合龙劲性骨架，浇筑中跨合龙19节段，张拉中跨合龙顶底板束，拆除中跨合龙吊架，主桥合龙7施工桥面铺装及附属工程24施工全过程建模本节根据施工实际，建立江口嘉陵江大桥基于梁单元的施工全过程仿真模型，对模型中边界条件和临时连接、施工阶段荷载和合龙施工的模拟进行必要说明。241有限元模型的建立为详细分析江口嘉陵江大桥在各施工阶段及成桥运营阶段的结构力学行为，采用MIDAS/CIVIL2012建立全桥基于梁单元的有限元模型。预应力箱梁采用单主梁的“脊骨梁”模式进行离散。全桥共离散为491个单元，520个节点，根据实际施工阶段，主梁在节段接缝处设节点，悬臂浇筑每一节段为一个单元，主梁共划分为95个单元。全桥空间有限元模型见图22。图22江口嘉陵江大桥空间有限元模型西南交通大学硕士研究生学位论文第9页242边界条件和临时连接的模拟3、4号主墩与主梁之间采用弹性支撑中的刚性连接模拟墩梁固结，2、5号边墩墩顶与主梁端部之间采用弹性连接，通过修改各方向的刚度参数，模拟实际采用的盆式橡胶支座。墩与承台采用共节点处理，承台与桩基之间的连接通过弹性支撑中的刚性连接模拟。动力分析模型中对于桩土作用、墩水作用的考虑在下节作具体介绍。零号块实际的施工过程为在墩顶预埋牛腿支撑后托架上施工，模型中采用一般支承模拟托架，浇筑完成后钝化一般支承，激活双薄壁墩顶与零号块相应节点的刚性连接模拟该过程。边跨现浇段实际的施工方法为托架上一次浇筑完成，模型中采用一般支承模拟托架，在边跨合龙完成后钝化一般支承，激活边墩墩顶与主梁端部相应节点的弹性连接模拟该过程。243施工阶段荷载和合龙施工的模拟为真实考虑施工过程中的施工荷载，本文对该桥施工过程中的挂篮自重、混凝土节段湿重、配重水箱等临时施工荷载，采用集中力和力矩进行模拟，实际施工中，合龙顶推力通过千斤顶施加，模型中通过施加水平集中力模拟。该桥的节段悬臂浇筑通过挂篮施工完成，合龙采用先边跨合龙后中跨合龙的顺序，边跨和中跨均采用合龙吊架进行合龙施工。当施工至最大悬臂状态且边跨现浇段完成后，同时安装中跨、边跨合龙吊架并加配重水箱，安装边跨合龙劲性骨架，浇注混凝土的同时水箱放水卸载，而后张拉边跨合龙束。中跨合龙前左右T构悬臂端用千斤顶进行水平顶推，安装中跨合龙劲性骨架，浇筑的同时水箱放水，最后张拉中跨合龙束。244模型中材料参数的定义各主要构件材料特性根据公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范JTGD622004取用，见表22。此外，混凝土是一种时间依存性材料，其徐变、收缩、强度增长均是与时间相关的函数，本文中C55混凝土徐变系数和收缩应变参考JTGD622004规范定义，强度发展依据CEBFIP规范定义，其随时间变化的曲线分别见图2325。表22结构各部件材料参数表构件材料线胀系数105/弹性模量104MPA剪切模量104MPA泊桑比系数材料密度T/M3等效容重KN/M3主梁C55混凝土10355148022525主墩C40混凝土10325135022525西南交通大学硕士研究生学位论文第10页承台、桩基C35混凝土10315131022525预应力束钢绞线10195785785/D012304560789014068124618/D/1E4012304560789015072572图23混凝土徐变系数曲线图24混凝土收缩应变曲线/D/MPA024681024618024683051203540图25混凝土强度发展曲线25桩土作用和墩水作用的模拟相关文献研究表明考虑桩土作用对上部结构的变形和受力会产生较大影响，忽略桩土作用对上部结构受力是偏于不安全的，桩土作用对桥梁动力特性影响很大16。桥墩周围流水的存在不仅会使桥墩产生附加动水压力，还会改变结构动力特性。相关文献研究表明深水中的桥墩在水流作用下动力特性会有很大的变化17。本节对模型中桩土作用和墩水作用的模拟作相关介绍，为后续章节的结构动力分析做准备。251桩土相互作用的模拟江口嘉陵江大桥3号主墩桩基长26M，4号主墩桩基长34M，且有部分桩基裸露于土层之上。对于高桩承台，上部结构发生振动时将引起其桩基的相应变形，而土对桩基会产生抗力，阻止这种变形趋势的发生，进而对整个结构的振动产生约束。因此，对该桥进行动力分析时有必要考虑桩土作用对整个结构动力性能的影响。西南交通大学硕士研究生学位论文第11页在考虑桩土相互作用的模拟时，有多种简化方法，本文采用将桩视为弹性地基上的连续梁，假定桩侧土为WINKLER连续介质，由弹性半空间的MINDLIN公式18或公路桥涵地基与基础设计规范JTGD632007附录中给出的“M法”19均可用于确定动力相互作用中土体的水平刚度系数。用空间梁单元模拟实际桩基，桩土水平作用的模拟方法为在每个桩基梁单元节点两侧设置只受压弹簧（简称土弹簧），每个土弹簧模拟该节点上、下单元各一半范围内的土体对桩身的水平作用。采用弹性半空间的MINDLIN公式计算土体水平刚度系数时，由求解单位力作用下不同深度处的桩平面位移，取倒数得到桩土相互作用的水平弹簧刚度SIK22232118SINHSINH33IIIIIIIIISIZBHZZBEZKARARB2122323221214IIIIIIIZZZZ对于实际工程应用，上式显然过于复杂，本文采用公路桥涵地基与基础设计规范JTGD632007附录中所给出的“M法”计算土体的水平刚度系数，计算公式为22PZSZXPZABMXPAKAB式中土层厚度；A桩基计算宽度；PB各土层中心与地面的距离；ZM非岩石地基水平向土抗力系数的比例系数。相应土层的土抗力系数M值以实测数据为准，没有实测数据的情况下，可按实际情况查表得到。公路桥梁抗震设计细则JTG/TB02012008第638条规定建立桥梁抗震分析模型应考虑桩土的共同作用，桩土的共同作用可用等代土弹簧模拟，等代土弹簧的刚度可采用表征土介质弹性值的M参数来计算20。考虑到土抗力在瞬间荷载作用下的动力增大效应，一般令土抗力系数M取值为静力计算值的23倍。根据江口嘉陵江大桥地勘资料，采用“M法”计算得到的主墩桩基土弹簧刚度值如下表23所示。表23江口嘉陵江大桥主墩桩基土弹簧刚度计算表3号主墩4号主墩土层土层厚度MKXKN/MKYKN/M土层厚度MKXKN/MKYKN/M西南交通大学硕士研究生学位论文第12页土层11544438444383355500355500土层221382501382503711000711000土层3330810003081000310665001066500土层4345030004503000314220001422000土层5359250005925000425280002528000土层637347000734700041264000012640000土层738769000876900041516800015168000土层83101910001019100052291000022910000252墩水相互作用的模拟以往，进行结构地震反应分析，一般只考虑地基中土与桩基的相互作用，而忽略其周围水介质的影响，对一般桥墩来说这样是可行的。但深水桥墩在受激励产生振动时，因水的容重和粘性比气体大得多，将导致桥墩与其周围水体之间的相互动力作用相对较大，因此桥墩与水的相互作用效应应予以考虑。江口嘉陵江大桥墩高较高，且桥墩处水位较高，因此，在对其进行动力分析时应考虑水流与桥墩的相互作用。从力学角度分析，动水压力直接构成了水面以下结构的附加惯性力和阻尼力，相关文献研究表明对于深水桩基础桥梁，抗震计算中可以忽略MORISON方程中的动水阻力项，其对计算结果的影响很小21。本文在考虑水流与桥墩相互作用时仅考虑水流引起的惯性力的作用，采用MORISON方程法将水对桥墩的影响转化为附加质量的形式考虑22。本文按以下简化方法计算附加质量数值图26修正系数KC曲线图27等效圆截面示意图由试验得到单位高度上，不同长宽比的矩形墩与横向尺寸等效的圆形墩之间动水附加质量的相互换算关系如图26所示，相应等效圆截面尺寸如图27所示23。利用文献25提出的最小二乘法进行拟合后，得到以矩形墩截面长宽比作为/DB西南交通大学硕士研究生学位论文第13页参数的修正系数近似计算公式23和矩形墩上动水附加质量的换算关系式24，两式的适用范围为，工程上大部分矩形桥墩均满足该条件25。01/0DB23054629947/1CKDB24/RCECEM式中矩形墩上的外部动水附加质量；REM等效圆形墩上的外部动水附加质量，为水C214CEMIJMCDL的密度，为惯性力系数，建议取20，为单元的直径，为单元有效长MCIJDIJ度的一半24。通过上述计算得到水位以下桥墩各节点的附加质量值，作为集中质量加在相应节点上，从而实现墩水相互作用的模拟，考虑水对桥梁动力特性和地震反应的影响。26本章小结本章采用大型通用有限元软件MIDAS/CIVIL2012建立江口嘉陵江大桥基于梁单元的施工全过程仿真有限元模型。施工全过程仿真有限元模型的建立是一个复杂而重要的过程，既要做到对结构进行简化处理，又必须使模型最大程度接近工程实际，保证计算结果的真实可靠。建模过程中完全精确模拟是不必要和不现实的，综合考虑计算分析精度、计算结果需要及计算工作量，抓住主要影响因素，放松次要因素，以期达到预期需求。该桥的建模过程主要考虑以下几方面的结构特征（1）挂篮悬臂浇筑施工全过程仿真；（2）施工阶段荷载挂篮自重、混凝土节段湿重的模拟；（3）混凝土收缩徐变效应和强度发展；（4）桩土作用和墩水作用的模拟。西南交通大学硕士研究生学位论文第14页第3章大跨连续刚构桥合龙顶推力计算和施工与运营计算分析31引言在大跨连续刚构桥的悬臂施工过程中，某些典型施工阶段进行前后，结构受力和变形发生显著变化，是实际施工中较为关注的问题。因此，对于典型施工阶段的计算分析是确保结构施工安全和后续施工阶段顺利推进的必要保证。确保成桥运营阶段的桥梁结构安全则是最具现实意义的问题，它直接关系着车辆的行车安全和人员的生命安全。对于桥梁结构在运营阶段的受力和变形分析，是桥梁设计过程中最为关键的一步。本章依据公路桥涵设计通用规范JTGD602004的相关规定，对江口嘉陵江大桥施工过程中的典型施工阶段和成桥运营阶段进行计算分析，总结其一般变化规律，为同类桥梁结构设计计算提供参考和借鉴。32合龙顶推力优化计算分析大跨连续刚构桥因结构体系转换，长期荷载作用下混凝土收缩徐变和实际合龙温度与设计合龙温度的合龙温差等因素，往往引起桥墩水平偏位，相应主梁位置处有较大水平位移。这将导致桥墩稳定性降低和支座水平剪切破坏的隐患。在合龙施工前，对悬臂端施加一合理的合龙顶推力，是改善结构长期受力的一种较为有效的施工措施。对结构进行有限元分析表明，在长期荷载作用下3、4号主墩墩顶及2、5号过渡墩墩顶对应主梁位置将发生较大的水平位移，相应的水平位移值见表31。表31成桥后考虑10年收缩徐变效应的主梁部分控制截面水平位移/MM节点水平位移70水平位移30水平位移49492034441476242590181377711927261908818941019471363058理想的顶推力是消除上表中的水平位移，而结合实际情况是难以实现，且也是不必要的。因结构在合龙后为高次超静定结构，若进行完全顶推，结构成桥后反向水平位移将过大，对结构受力不利。根据过往的研究和反复试算比较，确定按表中70的水平位移作为设计顶推量是较为合理的25。由下表32可知，每施加100KN顶推力，3、4号主墩墩顶对应主梁处24、119节点水平位移变化分别为267MM和282MM，即24、119节点在单位水平顶推力作用西南交通大学硕士研究生学位论文第15页下的水平偏位是00267MM和00282MM。表32不同顶推力作用下主梁控制截面水平位移/MM节点顶推力4924119940KN49202590272610194100KN4663232324439921200KN4405205621619648300KN4147178918799376在顶推力PI作用下，各节点的水平位移量可按下式计算2731IIIP不顶推即32/IIIIP不顶推式中为顶推后节点水平位移，为单位顶推力作用下的节点水平位移，为顶推IIIP力值，为未顶推时节点水平位移。I不顶推根据32式，可计算出24/25907/2679KNIIIP不顶推19681III不顶推中跨合龙前对两悬臂端顶推时，为了保证顶推施工作业方便，初步取P680KN。为进一步验证经验公式，进行500KN1000KN顶推力试算。因江口嘉陵江大桥结构对称，此处取3号主墩作为研究对象，计算其在不同顶推力作用时，各作用效应组合下的应力包络值，计算结果如表33所示。表33江口嘉陵江大桥3号主墩不同顶推力作用下应力包络值/MPA3号主墩左肢3号主墩右肢顶推力/KN位置基本组合短期组合长期组合基本组合短期组合长期组合079067079074062084左缘6575374995504474321221080920280170130右缘697576549819692676001016069045040069左缘576474448630509461027029013050048078500右缘617509482709601584西南交通大学硕士研究生学位论文第16页顶推力/KN位置3号主墩左肢3号主墩右肢基本组合短期组合长期组合基本组合短期组合长期组合018003055026024053左缘592492466646522475008013003066062091600右缘601496469687582566031008044011012041左缘609507480659532485007001016078071101680右缘588485458676568551034011042007009038左缘614511484662535488011002019081074104700右缘585482455679564548050024028011007022左缘635529502678548501030018035097087117800右缘569469442695550529066038015030022007左缘657547520694562515049034051113099130900右缘553456429711563511082051001049038009左缘6795655397105755280680500661281131431000右缘536442415726576510由表33可知，随顶推力数值增大，主墩左缘应力包络最大值呈逐渐增大趋势，而右缘应力包络最大值呈逐渐减小趋势，当顶推力为680KN时，两者均趋于较优，与未施加顶推力时相比，主墩最大拉应力由122MPA降低至031MPA，效果显著。综合以上顶推力估算及施加5001000KN顶推力试算的计算结果，可见，基于经验公式的估算结果与有限元模型计算结果能够较好吻合。对比汇总结果表格可见主墩受力是顶推力选取的决定因素。在本桥计算中，未考虑实际施工合龙温差的情况下，合龙顶推力取680KN，结构主墩受力趋于最优。西南交通大学硕士研究生学位论文第17页33典型施工阶段计算分析本节根据江口嘉陵江大桥施工全过程，利用所建施工全过程仿真模型对典型施工阶段的结构行为进行研究，将其内力、位移结果进行分析比较，并探讨它们之间的关系，总结一般规律，为实际施工过程提供参考。331悬臂施工全过程悬臂根部内力与变形计算分析对于大跨连续刚构桥，墩梁固结处的受力尤为复杂，也是计算过程中最需关注的部位，江口嘉陵江大桥主梁悬臂浇筑过程分18个节段完成，每经历一个节段的施工，悬臂根部的内力就发生一次变化。为保证施工过程安全，有必要对其变化规律进行研究。因此，本节选取3号主墩右肢悬臂根部断面为研究对象，主要分析此处弯矩在悬臂浇筑过程中的变化情况，及其对主梁变形的影响和该处应力变化情况。表34江口嘉陵江大桥3号主墩右肢悬臂根部断面各施工阶段弯矩值/KNM单元施工阶段自重预应力合计2901桩基承台桥墩0002902K0144823320185392903K11118356431452482904K22251391900693872905K337582127961903802906K4560701824971264272907K5776842142301365462908K61021002457791436792909K71337982977241639262910K81688403275681587272911K92067353578841511492912K102471894062801590912913K112901654537831636182914K123352945006091653152915K133877135468271591142916K144399955764051364102917K154940416061051120642918K16551518622751712322919K17610547639398288512920K1861957265380734235西南交通大学硕士研究生学位论文第18页/KNM012345678910231456718920197564031503456709图31江口嘉陵江大桥3号主墩右肢悬臂根部断面各施工阶段弯矩变化图由图31中“合计”曲线可见，悬臂根部断面的弯矩值随施工阶段推进呈现逐渐增加趋势，施工至阶段14（施工K12节段）时，达到最大值165315KNM，而后呈现逐渐减小趋势，直至施工至最大悬臂状态，但所有施工阶段中该处弯矩均为正值。悬臂根部断面弯矩呈现这样的变化规律，是因为在阶段14之前，各节段自重所产生的负弯矩增长要缓于相应节段顶板及腹板预应力钢束作用下此处的正弯矩增长；在阶段14之后，随着节段数目的增加，悬臂长度随之增加，节段自重所产生的负弯矩增长速度逐渐增大，而节段K15以后，不再布置腹板束，仅有顶板束作用，造成预应力钢束所产生的正弯矩增长速度放慢，从而导致悬臂根部断面弯矩在阶段14之后呈现逐渐减小的趋势。表35江口嘉陵江大桥3号主墩悬臂根部断面各施工阶段位移值/MM节点施工阶段合计2101桩基承台桥墩0002102K00002103K10052104K20072105K30102106K40132107K50142108K60152109K70172110K80172111K9017西南交通大学硕士研究生学位论文第19页节点施工阶段合计2112K100172113K110182114K120192115K130172116K140162117K150142118K160112119K170082120K18010/M012345678910213451678192040812604图32江口嘉陵江大桥3号主墩右肢悬臂根部断面位移值变化图与此同时，如图32所示，悬臂根部断面的位移变化情况正好应证了主梁内力变化的趋势，因在全部施工阶段中，此处弯矩均为正值，从而相应的此处变形均为上挠。在阶段14之前，此处位移呈现递增趋势，在阶段14（施工K12节段）时达到最大值019MM，而后的施工阶段中，呈现递减趋势。表36江口嘉陵江大桥3号主墩悬臂根部断面各施工阶段应力值/MPA单元施工阶段上缘下缘2901桩基承台桥墩0000002902K00570082903K11460122904K22300122905K33080072906K44300102907K54830092908K65300312909K7619051西南交通大学硕士研究生学位论文第20页单元施工阶段上缘下缘2910K86400912911K96581352912K107181692913K117712072914K128172482915K138493022916K148383662917K158234332918K167705142919K177145982920K18736602/MPA012345678910213451678192098765432102图33江口嘉陵江大桥3号主墩右肢悬臂根部断面应力值变化图由图33可见，悬臂根部断面上下缘应力随施工阶段推进，整体呈现逐渐增大的趋势，其中，上缘应力在阶段15（施工K13节段）时，达到最大压应力849MPA，而后略有减小；下缘应力在开始时出现了最大值为012MPA的拉应力，但随悬臂长度增大，变为逐渐增大的压应力，最大压应力为602MPA。整个过程中，上缘压应力均大于下缘压应力，这与该断面在所有施工阶段中弯矩均为正值是相一致的。332边跨合龙阶段主梁内力与变形计算分析合龙施工是桥梁施工的关键控制环节，因为结构体系将在合龙施工前后发生转换，而结构体系转换就意味着内力重新分布。边跨合龙施工阶段包括边跨合龙段混凝土浇筑和合龙段预应力钢束张拉两个步骤，本节选取5号边墩左侧边跨（单元89110）为西南交通大学硕士研究生学位论文第21页研究对象，分析边跨合龙段混凝土浇筑和边跨合龙束张拉对主梁内力及变形的影响。表37江口嘉陵江大桥右边跨合龙段浇筑及张拉前后主梁弯矩变化/KNM单元浇筑前浇筑后/张拉前张拉后浇筑前后增量张拉前后增量110561153872365322329041109171341695911129175280891081968519522752616327047107194291928067341492601410618841187086268132249771052953329395539613823999104243562424313051132293810317040169544830862178410221070209903808020610101143081425453405489141009109908012524283444991166911651263431814692981296812964245245115609713269132833092614176429613815138504047835266289599771003938853622881494263527213319486304739313891288296111013089992220620942709011229184910174161741690570922357922389155155551505360/M/KNM7058905101520135401532501240/图34江口嘉陵江大桥右边跨合龙段浇筑及张拉前后主梁弯矩变化图西南交通大学硕士研究生学位论文第22页/M/KNM7058905101520135401521023图35江口嘉陵江大桥右边跨合龙段浇筑前后主梁弯矩增量图/M/KNM7058905101520135401543150304图36江口嘉陵江大桥右边跨合龙段张拉前后主梁弯矩增量图由上图34图36可见边跨合龙段K19的浇筑施工对边跨主梁内力影响甚小，引起的最大弯矩增量为223KNM，出现于4号主墩右侧悬臂端部梁段，究其原因，是因为边跨合龙K19节段长度仅2M，梁高也较小，节段自身不重，在混凝土尚未达到设计强度而只有湿重期间，节段重量由最大悬臂端与边跨现浇段的合龙吊架承担，而边跨现浇段又支承于现浇托架之上，故其对边跨主梁引起的内力变化有限。边跨合龙预应力钢束的张拉则引起了边跨主梁较大的内力变化，使得边跨跨中左侧梁段负弯矩值减小，最多减小29041KNM，右侧负弯矩值增大，最多增加30899KNM。此外，最显著的变化是引起了4号主墩悬臂根部附近梁段弯矩值反号。表38江口嘉陵江大桥右边跨合龙段浇筑及张拉前后主梁位移变化值/MM节点浇筑前浇筑后/张拉前张拉后浇筑前后增量张拉前后增量116526524407001117115536535366001170114552551291001260113409409055001355112426429025003454111463469089006558西南交通大学硕士研究生学位论文第23页节点浇筑前浇筑后/张拉前张拉后浇筑前后增量张拉前后增量1105946040640106681097017160680157851088178400900239301071119115206503310871061279132506804512561051413147304706014261041855193234907715831032397249478209717121022996312012791241841101369438501942156190810037153909203319318769933573593187023517239815671847422280142597135110251981326